低电压穿越技术.doc

【精品文档】如有侵权，请联系网站删除，仅供学习与交流低电压穿越技术.精品文档.低电压穿越时对10兆瓦的风力涡轮机多级电网侧变流器的热分析柯玛，会员，IEEE，佛雷格布拉布叶格，研究员，IEEE，马可李斯锐，研究员，IEEE摘要由于单个风力涡轮机的功率等级不断上升甚至达到7MW，风力发电系统要求更可靠和能够承受极端的电网干扰。此外，风力发电系统应在电网中更加灵活和能够通过在电网故障期间注入有助于电网恢复的无功电流，这已经成为一种需要。因此，全功率变换器解决方案正变得越来越流行来满足不断增长在风力发电应用中的挑战。然而，全功率转换器中的功率器件的加载 ，特别是在电网故障期间，可能会妥协可靠性能和进一步增加了系统的成本。在本文中，三个 具有好前景的用于新一代的10兆瓦的风力涡轮机的电网侧的多级变换器的拓扑结构被提出，和基本上作为案例学习而设计。运行状态，和可靠性相关性能一样，研究的目的在不同的低电压穿越（LVRT）条件下。 发现所有提出的转换器拓扑结构都将一些低电压穿越操作时高负载的功率器件（特别是二极管）中遭受交界处的温度较高 。此外，本三电平和五电平H桥拓扑比著名的三电平中性点钳位拓扑结构在减少不对称性和设备应力等级方面表现出更大的潜力。 关键词：低电压穿越（LVRT），多层次变换器，热分析，风力发电。 一、引言欧盟致力于到2020年其能源的20%从可再生能源中获得 1 。作为最有前景的候选对象，并入电网的风能生产在全世界蓬勃发展。同时，单个风力发电机组的容量不断增加从而降低了生产每千瓦时的价格，作为尖端成就，7兆瓦海上风机已经出现在市场上 2 - 4 。因此，由于与以前相比在电网故障或断开后会对电网的更为重要的影响，风力发电系统要求更加可靠，能承受一些极端的电网扰动。传动系统运营商已经颁布更严格的低电压穿越（LVRT）电网的标准，如图1所示的 5 对于不同的国家，在图中定义了各种电压骤降和允许的扰动时间的边界。此外，风力发电系统还提供无功电流（高达转换器额定电流容量的100%）来有助于电网恢复，当低电压穿越出现，如图2所示，所需要的与电网电压相关的无功电流由德国的电网规范指示 6 。 图1.不同国家低电压穿越下的风力发电机的电网参数图2.低电压穿越时无功电流要求与电网电压的关系 更严格的电网标准以及高可靠性要求推动风力发电系统的解决方案从带有部分额定功率变换器的双馈感应发电机向带有全功率变流器的永磁同步发电机发展。有关如何控制风电变换器满足在低电压穿越时电网要求的大量的工作已经完成了 7 ， 8 。然而，在这种条件下的功率损失和热性能，特别是当使用MW级全功率变流器，是另一个重要的而且有趣的进一步的调查所需要的话题。在电网干扰下的功率器件的极限载荷可能导致消除相关变换器功率，无效成本的功率半导体器件，复杂的散热系统，以及降低了的变换器的可靠性。 在本文中，三个有前景的用于10兆瓦的风力涡轮机的电网侧多电平变换器被提出和初步设计。评价标准主要针对利用功率开关器件和不同低电压穿越条件下功率开关器件的热性能。对于转换器输出的研究，以及在不同电网电压骤降/风速下的功率损失和热分布，被介绍和比较。二、有前景的拓扑结构和基本设计带有全面的功率转换器的变速风力涡轮机的概念和主要部分，如图3所示。如前所述，单个风力发电涡轮机的容量保持增加甚至达到7兆瓦，以及中压（1 kV10 kV）设备将有趣和被需要来减少在这样的高功率等级中的布线和开关器件的额定电流。对传统的二级电压源转换器来说用现有的开关器件达到可接受的性能越来越难 9 。随着更多的输出电压电平的能力，更高的电压振幅，和更大的输出功率，多电平变换器的拓扑结构是当今全功率/中压风电转换应用中最有前景的候选对象。 9 13 。图3.带有全功率转换器的风力发电系统由于图3中的电网侧转换器直接连接电网和起着关键的作用来符合在电网故障期间的严格标准，主要讨论会集中在发电系统这部分。关于发电机侧交流/直流转换器的更详细的信息包括在 11 和 12 中，将不在本文讨论。在各种多电平拓扑结构中，其中三个是感兴趣的，他们将在下面被介绍。作为市场上一个最商业化的多电平变换器研究，三电平中性点二极管箝位拓扑（3L-NPC）如图4所示。 直流总线的中点电位波动是一个主要的缺点，但是这个问题被广泛的研究以及被认为性能提高了 10 。然而，发现在一个交换臂上的功率设备的内外的功率损失分布是不平等的，当实际上被设计时这个问题可能会导致成本无效功率器件的使用 10 ， 13 。 图4.三电平中性点二极管箝位拓扑（3L-NPC） 三电平H桥拓扑（3L-HB）可能是另一个在风力发电应用中的选择，如图5所示。3L-NPC解决方案中的钳位二极管被消除 13 ，只有一半的没有中点的直流母线电压是需要的，直流链路电容器的成本可以降低。不过，额外的长度，功率损失，和在电缆的电感以及成本将是一个主要的缺点。此外，零序电流路径在这种结构中被介绍，在这种结构中特殊成分或控制方法被需要来限制零序列电流 14 。图5.三电平H桥转换器拓扑（3L-HB）图6.五电平H桥转换器拓扑（5L-HB） 表一：案例研究的不同变流器拓扑结构参数结构 3L-NPC 3L-HB5L-HB额定有功功率 10MW等效频率 800Hz调制法PD-PWM单极PWMPOD-PWM直流总线电压5.6kV2.8kV5.6kV原边电压1.9kV rms1.9kV rms3.8kV rms额定相电流1.75kA rms1.75kA rms972 A rms滤波器电容1.13mH(0.2 p.u)1.13mH(0.2 p.u)2.89mH(0.2 p.u)另一个很有前景的利用3L-NPC拓扑的开关手臂的转换器配置（5L-HB），和3L-HB拓扑结构的 H桥结构的拓扑结构，如图6。作为3L-HB拓扑对开放式绕组变压器具有相同的特殊要求。相同额定电压的开关装置，该转换器可以达到五级电压输出和相比与3L-NPC和3L-HB双倍的电压幅值。这些功能在开关器件以及电缆中减少额定电流15 。然而，这5L-HB拓扑结构中引入了更多的功率设备/电缆以及零序电流路径，所有这些可能会增加的转换器系统的成本。一个案例研究中的每个转换器拓扑结构的基本设计为：所有的功率开关器件具有换相电压2.8 kV为了利用市场上现有的主导的4.5 kV大功率IGCT / IGBT，然后直流母线和每个配置的最大输出电压可以确定。用于每一个转换器拓扑的最常用的搭载的PWM方法被应用，为了在功率器件中得到一个可接受的开关损耗等效开关频率通常被设计是800Hz 。输出滤波电感的设计限制最大电流纹波为额定电流的振幅的25%，滤波电容不考虑。功率控制方法可以在 13 发现，在不同的电压骤降下通过逆变器传递的有功和无功电流参考是根据如图2 中德国电网参数来选择的 6 。设计参数总结在表一，为了简化分析，电网被认为是三个理想的交流电压源，变压器假设为理想的。在低电压穿越时的直流母线电压假设由一个直流母线斩波器控制在额定值的110%，它是从发电机吸收有功功率的一个典型的工业解决方案。在正常的电网操作下每个拓扑的详细的功率损耗和效率性能可以在 11 发现。三、平衡低电压穿越控制下的运行状态 在每个转换器拓扑结构参数都解决之后，随着输出电压信息的运行状态，各种低电压穿越条件下的负荷电流和输出功率可被推导和模拟。为了便于在低电压穿越时转换器的操作特性的调查和演示，首先考虑三相平衡的电网故障。图7总结了在各种平衡电网电压跌落下三个阶段中由网侧变流器传递的有功/无功功率。由于在低电压穿越时注入的无功电流的由图2中电网参数定义，由转换器传递的无功功率Q仅由电网电压决定。不过，当电网电压高于0.5 p.u.时还有一些灵活方法调整有功电流。为了减少直流母线上制动斩波应力和保持直流母线电压 7 ， 8 ，由变换器传递的在电网电压高于0.5 p.u时的有功功率P应该是指风力涡轮机产生的功率。最坏的情况假设为发电系统将提供尽可能多的有功功率和风力机的桨距角控制没有足够的时间来激活 7 ， 8 。风速12米/秒的情况（10兆瓦发电），10米/秒（6.3兆瓦发电），8米/秒（3.2兆瓦发电）分别在图7中表示 16 ， 17 。 图7.在平衡低电压穿越下由转换器传递的有功/无功功率图8.在平衡低电压穿越下电流载荷的幅值和相角（基于图2中德国电网参数，5L-HB转换器为电流幅值的一半）三相平衡的低电压穿越下电流的幅值和相位角度（在负载电流和电网电压之间）显示在图8中，不同风速情况12米/秒，10米/秒，和8米/秒分别表示出。可以看出当电网电压低于0.5 p.u.时，电流的幅值和相位角保持不变，因为100%额定电流注入；然而，当网格电压高于0.5 p.u.，电流的幅值和相位角随着电网电压和风速的变化极大地改变。 图9.低电压穿越出现时的模拟输出的（正常运行：VW = 10米/秒，PG = 6.3MW /低电压穿越：Vg = 0.05 p.u.，ireactive = 100%Irated)，输出电压脉冲（Vc），栅极电压（Vg），相电流（Iph）。(a) 3L-NPC; (b) 3L-HB; (c) 5L-HB。模拟进行基于中的PLECS工具箱 21 ，仿真参数是一致的在表一。每个转换器的正常运行状态首先假定在风速10米/秒，这是典型的IEC I 风级标准定义的年平均风速度 4 。作为一个极端的例子，该转换器进行在定义中的正常运行状态的0.05 p.u.平衡电网电压骤降150 ms。 每个转换器的拓扑结构的输出电压脉冲（Vc），电网电压（Vg），相电流（Iph）的研究如表9所示。很显然，在0.05 p.u. 电网电压的低电压穿越下的电流幅值在相比与正常运行10米/秒的风速的所有三变频器电网电压的增加拓扑结构中显著地增加。 图10. 图9的放大，输出脉冲电压（Vc），电网电压（VG），相电流（Iph）。(a) 3L-NPC; (b) 3L-HB; (c) 5L-HB。当在显示区域图9中放大，在低电压穿越前后的详细的输出波形如图10所示。相比于风速为10米/秒正常运行，当经受电网电压为0.05 p.u.的低电压穿越时转换器的输出对电流的幅度，相位角，电压脉冲宽度上有显着的变化。可以看出负载电流滞后于电压90度因为100%的无功电流的注入，和输出电压脉冲宽度在很大程度上由于较低的调制指数而降低。值得注意的是低电压穿越运行状态出现时5L-HB拓扑结构中输出电压等级从五级降低到三级。图11. 图10中的功率器件的电流分布(a) 3L-NPC; (b) 3L-HB; (c) 5L-HB。图10中的功率开关器件的电流分布如图11所示。在平衡的低电压穿越中所有的三个转换器拓扑中的电流负荷从晶体管移向二极管（包括续流二极管和钳位二极管），相比与正常的操作条件，增加的电流幅值将增大功率器件的应力。四、平衡低电压穿越下的功率损失分布 功率半导体开关器件在功率损耗，效率，可靠性，和风力涡轮机转换器的成本中起到至关重要的作用。在风电应用报告中占主导地位的选择是位于IGBT模块，以及IGBT和IGCT的压装，这在表二有比较 9 。表二：风力发电应用中的主功率开关器件IGBT 模型IGBT 压装IGCT压装功率密度中等高高可靠性中等高高成本中等高高故障种类开路短路短路维护方便+-散热绝缘 +-减振器要求-+热电阻中等小小开关损耗低低高传导损耗高高低门驱动器小小大主要制造商Infineon,MitsubishiABB,Semikron,FujiWestcode,ABBABB 平均电压范围3.3kV/4.5kV/6.5kV2.5kV/4.5kV 4.5kV/6.5kV最大电流范围1.5kA/1.2kA/750A2.2kA/2.4kA 2.1kA/1.3kA IGBT模块封装技术具有较长的应用程序和没有安装问题记录；然而，由于芯片的焊接和粘接导线连接，模块包装设备可能会有更大的热电阻，低功率密度，和较高的故障率 18 。该压装包装技术通过直接按包接触提高芯片的连接，从而导致增加可靠性（有待科学证明，但从工业经验中得知），更高的功率密度（容易堆积序列连接），和更好的相比模块的包装设备较高的成本缺点的冷却性能。压装IGCT在90年代引入到中压转换器而且已经成为大功率电动驱动器工艺的形态（例如，石油和天然气应用）但是尚未在风力发电行业被广泛采用也因为成本问题 18 20 。在本文中，ABB的压装IGCT5SHY35L4512（整流电压2.8 kV /最大电流3.3 kArms）和二极管 5SDF16L4503（2.8 kV / 2.6 kArms）选为3L-NPC和 3L-HB拓扑结构中的功率开关器件，IGCT 5SHY35L4510（2.8 kV /2.7 kArms），和二极管5SDF10H4503（2.8 kV / 1.8 kArms）选为5L-HB拓扑结构的功率开关器件。使用的功率损耗模型在 21 22 有相同的想法，这是一个普遍接受的功率半导体器件的功率损耗评估方法，和功率损耗基于PLECS工具箱在Simulink进行了仿真。因为制造商的数据不提供在不同温度下的功率损失数据，在本文中的功率器件的损耗被认为是计算温度独立。值得注意的是，低电压穿越运行过程中，直流母线功率转换器可能因为转换器输入和输出的有功功率的短期不匹配而增长 7 ， 8 。通常情况下，增加的直流母线电压对于触发制动斩波器的数百毫秒应该是有限的（例如，最大值 额定的110%）。据在 22 的功率损失模型，直流母线电压对功率开关器件中的开关损耗和传导损耗具有重要的的影响。作为一个结果，增加的直流母线电压在低电压穿越时的功率损失分析中应考虑。此外，增加的直流母线电压会明显降低功率开关器件的寿命，由于18 中的辐射失效机制；然而，这个问题将不会在本文中讨论。 风速8米/秒，10米/秒，12米/秒的正常运行以及0.05 p.u.电网电压下的平衡低电压穿越状态下的功率开关器件的损耗分布在图12中相互比较，其中10%的高直流母线电压（3.1 kV、6.2 kV）应用于低电压穿越条件。它可以认为，低电压穿越操作可能会对二极管（D1，D2，DNPC）和内侧开关（T2 3L-NPC和5L-HB）比最强应力的正常运行条件（风速12米/秒，10兆瓦的额定输出功率）造成更大的损失。损失的模拟结果与图11中的电流分布一致，其中二极管和内侧开关重载由于增加了的电流的幅值和移动了的在负载电流和电网电压之间的相位角。图12.正常和平衡的LVRT下的转换器功率损失分布。(a) 3L-NPC; (b) 3L-HB; (c) 5L-HB。图13.功率器件的热模型五、平衡低电压穿越下的热分布 功率器件的热性能与变换器的可靠性，功率器件的额定电流和冷却系统的成本密切相关。因此，它对于大规模风电变换器来说是一个的重要指标。在为了进行热性能评估，首先要取得适当的热模型。 一个单一的开关和箝位二极管的热模型如图13 23 ， 24 ，在其中从结到外壳Z(jc)的热阻抗被建模为一个四层增强型RC网络，如图14所示。每个热参数可以从制造商的数据表中发现，它们总结在表3中，其中的热电阻Rth将会决定的交界处的稳态平均值温度，和热容量（时间常数）将决定的交界处温度的动态变化或波动。环境温度为50°C和变频器运行中被认为的常数。不过，它可能会改变取决于生产现场，和分析的主要结果仍然是有效的。值得注意的是由于在市场上可以找到可用的产品的限制分开包装的IGCT和二极管被选择。然而，在实际的转换器设计中，IGCT / IGBT和续流二极管通常集成和封装在一起，二极管芯片的尺寸通常是IGCT / IGBT的一半左右，因此，该从结到散热器的二极管的热阻与其数据表不一致但是设置为IGCT的两倍。通常情况下， 环境案件中外部电源装置的热容量相比与在一个适当的设计冷却系统中从结到外壳的内置电源设备更大。更大的热容量具有较长的时间常数从几百毫秒到数百秒 25 ，主要决定获得稳态温度的时间，对在转换器的输出基本周期（数十毫秒）中的动态的交界处的温度波动没有明显的影响。因此，它对忽略在Z(ch)和Z(ha)相对较大的热电容来实现更快的热模拟进行了有效的简化。在兆瓦功率变换器系统中，常用分离的散热器，电力设备之间的良好的热去耦可以实现，所以散热片和环境之间的热电阻被认为很小。基于以前的功率损失模拟结果和热模型中，每个转换器解决方案中的功率器件的结温度进行了仿真，结果在下面的报告中。图12.正常和平衡的LVRT下转换器损失分布。(a) 3L-NPC; (b) 3L-HB; (c) 5L-HB。图13.功率器件的热模型图14.图13中从结到表面的ZT(jc) or ZD(jc)阻抗的热模型 。表三：IGCT /二极管的热阻抗参数A.3L-NPC在风速10米/秒正常操作下3L-NPC转换器的模拟的结温和三相0.05 p.u.电网电压平衡低电压穿越如图15所示。可以看出两种操作模式下的热分布相当不平等。低电压穿越操作在除了外部开关T1外的所有的开关装置上具有较高的结温，位于二极管箝位Dnpc的最大温度相对于风速10米/秒正常运行增加约20 K 。根据重要的科夫马松寿命模型 24 ， 25 ，结温平均值Tm和波动幅度Tj是两个最重要的功率半导体器件可靠性的信息，在与电网电压相关的3L-NPC转换器中的每个开关装置的模拟Tm和Tj分别显示在图16（a）和（b）。当电网电压时低于0.5 p.u.时结温的变化保持相对平稳，当电网电压时高于0.5 p.u.时结温的变化急剧。 当电网电压约在0.7标幺值时在 Dnpc和T1 中有温升，这是由于电流相位角的变化和在T1和Dnpc损失中急速增加的切换损耗。B. 3L-HB在风速10米/秒正常操作下的3L-HB转换器中的模拟结温和0.05 p.u.电网电压条件下的低电压穿越状态在图17比较。它可以看出结温均匀分布在正常运行下的所有的开关装置和特别是在低电压穿越下的二极管中显著增加。续流二极管D1D2中的最高温度相对于风速10米/秒正常运行状态增加约35 K。在与电网电压相关的3L-HB转换器中的模拟温度Tm和Tj如图18所示。它可以看出，低电压穿越下3L-HB拓扑结构的热分布比图16中3L-NPC更平衡，当电网电压高于0.5 p.u.时结温平均值和振幅持续减少。图15. 在正常操作下结温和在3L-NPC转换器中的低电压穿越（正常运行：Vw = 10米/秒，Pg= 6.3毫瓦/低电压穿越：Vg的=0.05 p.u.）。图16. 3L-NPC转换器中均衡的低电压穿越的结温分布 （Vw = 10米/秒）。（a） 结温平均值Tm与 电网电压。（b） 结温波动Tj与电网电压。图17. 在3L-HB转换器中正常操作下和低电压穿越的结温（仿真结果，正常运行：Vw = 10米/秒，PG =6.3 MW/低电压穿越：Vg = 0.05 p.u.，Ireactive = 100%Irated ）。图18.在3L-HB转换器中的均衡的低电压穿越的结温分布（Vw = 10米/秒）。（a） 结温平均值TM与电网电压标幺值（b） 结温波动Tj与电网电压标幺值C. 5L-HB 风速10米/秒的正常运行的5L-HB变换器的结温和0.05 p.u.电网电压的低电压穿越状态在图19比较，与电网电压相关的 5L-HB转换器中的模拟Tm和Tj如图20所示 可以看出在低电压穿越下的5L-HB拓扑的热性能趋势与3L-NPC拓扑非常相似的，但结温保持在一个较低的水平。这是因为比较于3L-NPC拓扑的半额定电流。D.拓扑结构的比较在每个转换器拓扑结构中最强调的功率器件的结温比较显示在图21，结温的波动范围表示出。可以看出 3L-NPC转换器在三个转换器的拓扑结构中最有竞争力的开关器件 Dnpc，当电网电压接近0标幺值（由于大的传导损失）和0.7标幺值（由于大的开关损耗）时最极端的情况出现。 3L-HB 拓扑相对于3L-NPC拓扑结构有一个更好的热性能，特别是当电网电压高于0.5p.u.。 5L-HB在三种拓扑结构中显示出最佳的温度性能和有与3L-NPC转换器相似的结温变化趋势。这也意味着它有可能处理更高功率或降低冷却系统和电力半导体的成本。图19. 5L-HB转换器中正常操作和低电压穿越的结温（仿真结果，正常运行：Vw = 10米/秒，PG =6.3MW/低电压穿越：Vg的= 0.05 p.u.，ireactive = 100%Irated）。图20. 5L-HB 转换器中均衡的低电压穿越的结温分布（Vw = 10米/秒）。（a） 结温平均值TM与电网电压标幺值；（b） 结温波动Tj与电网电压标幺值图21.在平衡低电压穿越下转换器之间的结温比较 （10米/秒，最有力的装置）。图22. 风力发电系统并网的典型配置。表四:不同的电网故障时对总线1和总线2的电压暂降类型/值六、 不平衡的LVRT 现实中的不平衡电网故障（例如，单相接地或两相连接）更容易发生。在这些情况下，电网侧转换器的LVRT操作相比于平衡故障条件（三相接地）更加复杂的。低电压穿越过程中的不平衡电网故障类型和位置，变压器绕组的连接及转换器的功率控制策略严重改变功率器件开关的装载。因此，不平衡电网故障的操作条件必须严格指定。一个典型的并网风力发电机的配置图22所示，其中Dy变压器用来接口总线2上的功率转换器的输出（例如，3.3 kV）和总线1上的风电场配电线路（例如，20kV ）。 电网集成系统中的短路故障会引起在总线1和总线2上的电压骤降。图23. AD型跌落的相量图定义图24. 总线1和总线2上的跌落值。A.电压骤降的传播定义电压降值DN代表N线上的标幺值的最低相电压幅值，三种典型的电网故障：具有相同的跌落值的单相接地（1相），两相连接（2相）和三相接地（3相）假设分别发生，在总线1 （D1 = 0.5，无相位跳）。由于变压器绕组的Dy连接,从总线1传播的电压骤降在总线2 上看起来不同 26 。如表4，总线1上电压跌落的类型和跌落值及总线2上的相应的电压特性包含在图中。电压骤降类型 AD被定义为图23中相量图，分别在26, 28中。可以看出，总线1上的三相平衡的电网故障（3相） 传播总线2上的相同的跌落类型和跌落值。当在总线上具有相同的跌落值的电网不平衡故障（1相和3相）引起总线2上的不同跌落类型和跌落值，这是由电网侧转换器检测，导致帮助电网从故障中恢复的无功电流的不同数值。总线1上与总线2上相应的跌落值相关的电压暂降值的整个范围如图24所示， 其中平衡（3相）和非平衡（1相和2相）电网故障分别指出。很明显， 总线1上的平衡电网故障将传递总线2上相同的跌落值。虽然当在总线2上传播时发生在总线1上的单相不平衡电网故障具有较高的跌落值，在总线2上传播时总线1上两相不平衡电网故障有较低的跌落值 。为了分析简单，只有总线1上的单相接地故障在本文中被选为不平衡的LVRT的一个例子。通过风电变换器注入电网的无功电流是按照参照图2中的要求的总线2上最低的相电压幅值来设置的。要求转换器产生的有功/无功电流只有正序分量，负序电流控制为零。对于不同相序电流的控制方法可以在 27 中发现，以及在各种低电压穿越下的转换器的运行仍然是对于未来电网标准的持续讨论话题。图25.在单相电网故障中由变换器传递的有功功率（根据图2中的德国电网数据）。图26.单相电网故障期间负载电流的正序振幅和相位角（根据图2，5L-HB中德国电网数据有一半的电流幅值）。图27.不平衡电网故障时的输出波形。（总线2上C型故障D2 = 0.577 p.u.，Vw = 10米/秒）。图28.功率变换器的三相相位角（电网电压的负载电流） （总线2上C型故障 ）。图29.正常和不平衡的LVRT下的转换器功率损失分布。（总线2上C型故障 D2 = 0.577 p.u.，Vw = 10米/秒）。（a）3L-NPC；(b) 3L-HB; (c) 5L-HB。 B.单相不平衡电网故障中的运行状态在单相不平衡电网电压骤降中由网侧变换器传递的有功/无功功率如图25所示，其中水平轴代表总线2上电压跌落值。值得注意的是，总线1上的单相电压跌落（B型） 扩散到总线2上两相电压骤降对（C型），根据Dy变压器特性跌落值D2不得低于0.577 。 风速12米/秒（10 MW发电功率），10米/秒（6.3MW发电功率）和8米/秒（3.2MW 发电功率）的情况分别表示出。电流的幅值，以及在单相电网不平衡故障中的相位角如图26所示，其中相位角表示在负载电流和C型电网故障定义图的一相电网电压（图23）之间的角度。可以看出，电流幅值和相位角随着电网电压和风速的变化急剧改变。作为一个例子，图27显示了电网电压，负载电流以及总线1上经受单相电网不平衡故障的风力发电转换器的瞬时有功/无功功率。根据图2中的电网数据风速在10米/秒（6.3兆瓦），跌落值D1在0 p.u.（0.577 p.u.当传播到总线2），正序有功电流在0.533 p.u.，反应电流在 0.864 p.u. 。可以看出， 总线2上的电网电压图23中定义的C型故障是一致的，并在转换器中的电流是三相对称的，这意味着只有正序电流产生。由于负序电压的存在，在转换器传递的有功/无功功率中有一个100 Hz的波动 25 28 这被认为是由直流母线斩波器吸收的。通过定义在图23中的C型电网电压跌落相量图，当单相电网故障出现在总线1时， 总线2上的B相电压和C相电压有一个相移，从而各相电压之间的角度不再是120°。另一方面，要求只有正序电流应该由风电变流器传递；因此，每相电流之间的夹角是仍然保持在120°，如图27所示。图28显示了在单相电网单相不平衡电压故障出现时的与电压跌落相关的三相风电转换器的相角度（在相电压和电流之间）。 12米/秒和8米/秒的风速条件分别表示出。如前所述，相位角以及电压/电流的幅值与功率开关器件的载荷密切相关。通过图27、28可以看出转换器三相的电压幅值和相位角相互之间相当不同；因此，该装置功率损失和热分布对于在不平衡低电压穿越下的转换器的每个相也应不同。C.损失分析单相不平衡电网故障下的功率损失分析正常运行下功率开关器件的损耗分布（ 风速12米/秒）和在非平衡低电压穿越下转换器的三相损失分布图29相比较。10%高的直流母线电压适用于低电压穿越条件。可以看出，低电压穿越运行相比于最正常的运行状态仍然对二极管和内侧开关有显着功率损失，三相中的损失分布对于每种拓扑结构是不对称的。D.在单相不平衡电网故障下的热分布 转换器三相的模拟的结温如图30所示，其中转换器经历不平衡的低电压穿越（总线2上C型故障D2 = 0.577 p.u.，Vw = 10米/秒）。可以看出对于3L-NPC拓扑结构热分布不仅在设备也在三相是不均匀的。 B相有一个加强的 Dnpc和T1，而A、C相有加强的T2，D1和D2。发现在B相中的Dnpc在给定条件下是最强调的转换器装置。3L-HB拓扑的热分布在设备和三相中更平等，C相中D1/D2 是最强调转换器设备。5L-HB转换器的热分布趋势与3L-NPC拓扑结构相似，但在设备和三相中这种不平均的有明显改善。每个拓扑结构三相中最强调的功率装置结温比较如图31所示，其结温的波动范围显示出。再次，3L-HB和5L-HB拓扑结构不平衡低电压穿越条件下具有优势（总线2上C型故障 ，Vw = 10米/秒）。图30. 不平衡低电压穿越下转换器三相的热分布。（总线2上C型故障 D2 = 0.577 p.u.，Vw = 10米/秒）。(a) 3L-NPC；(b) 3L-HB； (c) 5L-HB。图31.在非平衡低电压穿越下转换器之间的结温比较（三相中最强调的装置 ，总线2上C型故障 ，Vw = 10米/秒）。七. 结论 在低电压穿越时全功率风电变换器的无功电流注入要求会对一些功率开关设备（特别是二极管）施加比额定正常操作条件下更加大的应力。在平衡低电压穿越下电网侧变流器的装置负荷在不同的电网电压骤降下变化急剧。当电网电压低于0.5 p.u.，需要100%的额定无功电流，电流的幅值和相位保持固定， 在电力变设备中只有导通损耗变化。而当电网电压高于0.5 p.u.，功率器件的开关损耗和导通损耗都发生了巨大的变化由于电网数据允许对有功电流有一定的空间和灵活性，这是和风速相关以及在低电压穿越时风力机的俯仰角、转速控制策略。当发生单相不平衡电网故障时，发现转换器三相之间的设备加载对于所有感兴趣的拓扑结构是不对称的。此外，还发现三级和五级H桥拓扑相比于各种低电压穿越条件下的著名的三电平中性点钳位拓扑结构表现出更有潜力地减少和更均匀地分布在电源开关设备的应力。参考文献【1】欧盟气候行动，欧盟气候与能源包，2007年3月。【2】F.布拉布叶格，Z. 陈，和S. B.克莱尔，“电力电子的效率接口的分布式发电系统，IEEE反式”。功率电子。，卷19，5号，11841194页，2004年9月。【3】Z. 陈，J. M.格雷罗，F.布拉布叶格，” 风力涡轮机的电力电子工艺的回顾，IEEE反式”。电力电子。 卷24，8号，18591875页，2009年8月。【4】维斯塔斯风力发电网站，风力涡轮机的概述，2011年4月。在线。可用：【5】 M.安丽婷，O.格克苏，R.特奥多雷斯库，P.罗德里格兹B.延森，比克，和L.赫勒，“近年来风电的电网规范概述，” 优化过程，2010年，11521160页。【6】 高压、超高压电网代码， E.ON-Netz，杜塞尔多夫，德国，2006年4月。【7】 S. M. 沐英，R.河高桥，T.村田，J.田村，“变速风力发电机组的控制策略来满足风电场电网规范要求，”IEEE跨。电力系统。，25卷，1号，331340页，2010年2月。【8】S.阿拉朴子，S.布斯克茨，J. 布瑞的那，J.A.马丁内兹贝拉斯科，C. A.席尔瓦，J. 卜妮提，J.罗德里格兹，“基于在电压骤降下的电网连接的转换器的对称成分的控制策略，”IEEE跨。工业电子。，卷56，6号，21622173页，2009年6月。【9】F.布拉布叶格，M. 里瑟瑞，和K. 马，“风力发电系统电力电子变换器，IEEE反式”。工业应用。，卷48，2号，708719页，2012年3/4月。【10】S.库罗，M.马林诺夫斯基，K.格帕克吗 ，J. 伯欧，L. G. 弗兰罗，B.吴.，J.罗德里格兹，M. A.佩雷斯，J. I.列昂，“最近的多电平变流器的进步和工业应用，IEEE反式”。电力电子。卷57，8号，25532580页，2010年8月。【11】 K.马，F.布拉布叶格，D.徐，“在10 MW风力涡轮机中多级转换器的电力设备加载，“在进程。议，2011年6月，340346页。【12】 KI.马和F.布拉布叶格，“10 MW风力涡轮机的多电平变换器，”在过程。EPE，2011年8月，110页。【13】O.S.森图尔克，L.赫勒，S.蒙克尼尔森，P.罗德里格兹，和R.特奥多雷斯库，一个多兆瓦的风力涡轮机中电网连接的高压三电平变换器的中级电压，“在进程。珍珠棉，2009，18页。【14】 J.霍尔茨和N. 欧卡尼莫，“双三电平逆变器的最优控制中压传动系统，IEEE反式”。工业应用，46卷，3号，10341041页，2010年5 / 6月。【15】 H. 郝萨达和S.皮克，“大容量电机多电平变换器驱动程序，”。IEEE iecon，2010，516522页。【16】·H.李，Z. 陈，和H. 波里德尔，“ 多栅永磁体的优化风力发电系统，IEEE反式”。能量转化，24卷，1号，8292页，2009年3月。【17】 H. 波里德尔 ，F. A.范德 ，G. J. 德 微利德尔，和P. J.塔夫纳，”直驱发电机的风力涡轮机和齿轮的概念的比较，”IEEE跨。能量转化。，卷21，3号，725733页，2006年9月。【18】C.布斯卡，R.特奥多雷斯库，F.布拉布叶格，S.蒙克尼尔森，L.赫勒，T.阿贝雅塞凯拉，和P.罗德里格兹，” 与风力发电应用中的高功率IGBT有关可靠性预测回顾，”微电子。可靠。，卷51，9号11，19031907页，2011年9月-11月 。【19】R.各布，C.凯勒，和B.格伦提斯，“三级高功率转换器按包IGBT，“在进程。九月二日EPE， 2007年5月，17页。【20】R.阿尔瓦雷斯，F. 菲斯科尔，S.贝内，“按包IGBT的比较在硬开关和中压转换器夹操作，”过程。EPE，2011，17页。【21】PLECS工具箱用户手册3.1版，皮利斯曼，苏黎世，瑞士，2011年3月。在线。可用 plecsmanual.pdf。【22】F.布拉布叶格，U.加耶格，S.蒙克尼尔森，J.佩德森，“功率损耗在脉宽调制电压源逆变器用NPT或PT IGBT器件，IEEE反式”。电力电子。，卷10，3号，358367页， 1995年5月。【23】ABB应用说明：应用IGBT， 2007年5月。【24】 W.李湘，J.麦奎尔，R. A.卢卡谢夫斯基，“PWM频率控制提高PWM逆变器的寿命的分析，”IEEE跨。工业电子。，卷47，2号，922929页，2011年3/4月。【25】 I.F.可娃 ，U. 德芙尼克，J. W.科拉尔，“新的物理模型对功率模块的寿命估计，“在进程。2010 IPEC，21062114页。【26】G. 萨克马达，J.斯文森，和A.萨尼那，“提高电压扰动变速风力发电机的拒绝，“电气和电子工程师协会。能源转换。，卷17，3号，422428页，2002年9月。【27】P.罗德里格兹，A. V. 缇木布斯，R.特奥多雷斯库，M. 李斯锐，F.布拉布叶格，“分布式发电系统的灵活的有功功率控制在电网故障期间，IEEE反式”。工业电子。，卷54，5号，25832592页，2007年10月。【28】C. H. 尼格，L.饶恩，和J.邦比，“不平衡电网故障穿越用于风力涡轮机的逆变器的控制，”IEEE跨。工业应用，44卷，3号，845856页，2008年5 / 6月。